1) Professor, School of Civil, Environmental and Chemical Engineering, Changwon National University
보강토옹벽의 최적 보강길이비 산정을 위한 수치해석적 연구
Numerical Analysis for Optimum Reinforcement Length Ratio of Reinforced Earth Retaining Wall
박 춘 식
1)
･ 안 우 종†
Choonsik Park ･ Woojong AhnReceived: August 4
th, 2018; Revised: August 10
th, 2018; Accepted: November 27
th, 2018
ABSTRACT : Recently, method of reinforced earth retaining wall have been proposed according to the material of facing, geosynthetic, construction method, and facing slope. However, the regulations such as the design method and detailed review items according to each construction method are not clear, and collapse due to heavy rainfall frequently occurs. In this study, to obtain a more stable technical approach in the design of reinforced earth retaining wall, the combination of the pullout failure of reinforced earth retaining wall and the optimal reinforcement ratio of height using reinforced earth retaining wall using a single strength reinforcement is assumed, optimum design of stiffener, optimal design of superimposed wall and optimum length ratio of reinforcement material of geosynthetics are proposed through safety factor according to reinforcement length ratio (L/H).
Keywords : Reinforced earth retaining wall, Geosynthetic, Superimposed Wall, Rigid geogrid, Flexible geogrid
요 지 : 최근 국내에 사용되고 있는 보강토옹벽 공법은 전면체의 재질, 보강재, 축조방법, 축조경사에 따라 수많은 종류가 제안되었 으나 각 공법에 따른 설계방법이나 상세검토항목 등의 규정이 명확하지 않으며 집중호우에 따른 붕괴도 빈번하게 발생하고 있는 실정이다. 본 연구에서는 이러한 보강토옹벽의 설계에 있어서 좀 더 안정된 기술적 접근을 위해 설치높이별 단면을 가정하고 단일 강도의 보강재를 사용한 보강토옹벽의 인발파괴와 높이별 최적의 보강재 조합을 산정하고 산정된 각 단면에 대해서 보강길이비 (L/H)에 따른 안전율 변화를 통하여 보강재의 최적 설계와 다단식 보강토옹벽의 최적 설계 그리고 보강재인 토목섬유의 재질에 따른 최적 길이비를 산정하여 제시하였다.
주요어 : 보강토옹벽, 토목섬유, 다단식옹벽, 강성 지오그리드, 연성 지오그리드 Journal of the Korean Geo-Environmental Society
19(12): 5～14 (December 2018) http://www.kges.or.kr
ISSN 1598-0820 DOI https://doi.org/10.14481/jkges.2018.19.12.5
1. 서 론
최근 국내에 사용되고 있는 보강토옹벽 공법은 전면체의 재질, 보강재, 축조방법, 축조경사에 따라 수많은 종류가 제 안되었으나 각 공법에 따른 설계방법이나 상세검토항목, 특 히 보강재(Geosynthetic) 등의 수치화된 기준이 미흡한 상 태이며 집중호우에 따른 붕괴도 빈번하게 발생하고 있다.
이러한 보강토옹벽의 문제를 해결하기 위해서는 설치높이, 보강재, 다단식옹벽 등 다양한 조건의 설계에 있어서 좀 더 안정된 기술적 접근이 필요하다.
보강토옹벽에 대해 국내의 경우 별도로 규정하고 있지 않으나 미국의 FHWA 및 영국의 BBA(British Board of Agreement) 등에서는 보강토옹벽의 설치 경사를 70°를 기 준으로 70° 이상을 보강토옹벽(Mechanically Stabilized Earth walls, MSE), 그 이하를 보강토사면(Reinforced Soil Slope,
RSS)으로 규정하고 있다.
본 연구에서는 보강토공법 중 국내에서 가장 많이 적용되 고 있는 전면체의 기울기가 70° 이상인 보강토옹벽(MSE)을 대상으로 하였으며 보강토의 안정성은 전면체의 기울기, 설 치높이, 보강재의 종류 및 설치길이에 따라 일정한 패턴을 가지므로 기울기 및 설치높이에 따른 안전율 변화를 통해 최적 설계에 접근해 보았다. 전면체의 기울기는 87°(1:0.05), 79°(1:0.2), 73°(1:0.3), 설치높이는 5.0m～10.0m의 해석단면 을 가정하였고 가정한 단면은 인장강도 40, 70, 100, 140, 170kN/m2의 보강재를 사용하여 단일 강도의 보강재를 사 용한 보강토옹벽의 인발파괴와 높이별 최적의 보강재 조합 을 고찰하였으며 이를 토대로 각 단면에 대해서 보강길이비 (L/H)에 따른 안전율 변화를 관찰하였다.
또한 최근 개발지가 대부분 산지와 계곡부에 위치하다 보 니 보강토의 적용 높이도 상당히 높아져 일정 간격 소단을
설치하는 다단식 보강토옹벽이 보편화되고 있어 다단식 옹 벽의 최적 설계에 대해서도 알아보았다.
다단식 보강토옹벽은 전면체의 기울기가 1:0.05인 옹벽 을 대상으로 하단 옹벽의 높이(
)는 5.0m, 상단 옹벽의 높 이(
)은 각각 1.0m∼5.0m로 최대 10.0m(
+
)까지 단 계별로 수행하였고 보강재의 재질에 따른 안전율 차이를 알 아보고자 동일한 조건에서 ‘일체형 지오그리드’와 ‘결합형 지오그리드’를 적용한 수치해석을 수행하였다. 전반적인 연 구 수행과정은 Fig. 1과 같으며 이를 통해 보강토옹벽의 높 이별 최적 보강길이비를 제시하였다.Fig. 1. Process flow chart
2. 보강토옹벽의 최적 설계
전면체의 기울기 및 설치높이에 따른 안전율 변화를 해석 하기 위해 전면벽체의 기울기는 1:0.05(이하 S1), 1:0.2(이하 S2), 1:0.3(이하 S3), 설치높이(H)는 5.0m, 6.0m, 7.0m, 8.0m, 9.0m, 10.0m의 해석단면을 가정하였다. 단면은 배면토층, 보 강토체(MSE) 그리고 기초지반으로 구분하였으며 보강재의 설치길이(L)는 0.7H, 포설간격(s)은 해석의 일관성을 고려 하여 0.5m, 상재하중 조건은 10kN/m2로 설정하였다. 가정 된 단면에 대해서 인장강도 40, 70, 100, 140, 170kN/m2(이
하 Type-1, 2, 3, 4, 5)의 보강재를 사용하여 각각 단일 강도 의 보강재만을 사용할 때 파단 및 인발파괴에 따른 파단율 을 통하여 활동 및 전도에 대한 안정성, 보강재의 파단 및 인발파괴 등의 내적안정성을 만족하는 조건하에서 최적의 보강재를 조합하고 높이별 최적 단면을 산정하였다. 보강길 이비(L/H)는 각각 0.45, 0.50, 0.55, 0.60, 0.65, 0.70, 0.75, 0.80, 0.85(9단계)의 범위로 설정하여 수행하였다.
Fig. 2. Section S1 (Facing slope=1:0.05)
Fig. 3. Section S2 (Facing slope=1:0.2)
Fig. 4. Section S3 (Facing slope=1:0.3)
Table 1. Properties of geosynthetics Tensile strength
(kN/m
2)
Apply tensile strength (kN/m
2)
Type-1 42.86 40
Type-2 71.43 70
Type-3 100.00 100
Type-4 142.85 140
Type-5 171.42 170
2.1 단일강도의 보강재 사용에 따른 최적 조합 보강재는 여러 가지 강도를 가지고 있어 높이에 따라 적
절한 간격으로 포설하는 것이 안정성 및 경제성 면에서 중 요한 부분이다. 낮은 인장강도의 보강재를 동일하게 포설하 면 경제적이나 일정 높이 이상에서 안정성을 확보하지 못하 며 높은 인장강도는 안정성은 높아지지만 매우 비효율적인 포설이 되므로 이를 잘 조합하여야 하나 설계단계에서 정형 화된 포설 규칙이 없기 때문에 대부분 시행착오적인 방법을 사용하고 있다.
본 연구에서는 각 단면의 최적 보강재 포설간격을 산정 하기 위해 인장강도 5가지 Type(40, 70, 100, 140, 170kN/m2) 의 보강재를 가정하고 설치길이는 ‘국토해양부(2011)의 건 설공사 비탈면 설계기준, 한국도로공사(2009)의 고속도로 건설공사 보강토옹벽 설계기준, 국토해양부(2013)의 건설 공사 보강토옹벽 설계･시공 및 유지관리 잠정지침’ 그리고 FHWA 등에서 권고하는 벽체높이의 0.7H 조건하에서 동일 한 인장강도의 보강재만을 사용하였을 때 보강재의 파단 및 인발파괴를 분석하였다.
2.1.1 전면체 기울기 S1
전면체 기울기 S1인 보강토의 단일 강도 보강재 사용에 따 른 높이별 파단율을 분석한 결과 Type-1 보강재의 경우 설치 높이 5m에서 하단부로부터 50% 파단되며 높이가 높아질수 록 점점 감소하여 10m에서 75%까지 파단되는 것으로 나타 났다. Type-2의 경우 설치높이 5m에서 10%, 10m에서 45%
까지 감소하며 Type-3는 7m까지 만족하나 점차 감소하여 10m 에서 25%, Type-4는 9m부터 감소하여 10m에서 13% 파단 되 었다. Type-5의 경우 10m까지 파단되지 않고 비교적 높은 안 전율을 확보하였다(여기서, (-)파단율은 안전율로 역산한 값).
Table 2. Geosynthetics fracture ratio of facing slope S1 Height (m)
5.0 6.0 7.0 8.0 9.0 10.0
Geosyn thetics
Type-1 50.0 58.0 64.0 69.0 72.0 75.0 Type-2 10.0 17.0 29.0 29.0 44.0 50.0
Type-3 -16.0 -8.0 0.0 0.0 17.0 25.0
Type-4 -30.0 -22.0 -14.0 -14.0 0.0 5.0 Type-5 -50.0 -40.0 -30.0 -30.0 -10.0 0.0
2.1.2 전면체 기울기 S2
S2의 경우 Type-1은 설치높이 5m에서 하단부로부터 30%
파단되며 높이가 높아질수록 점점 감소하여 10m에서 65%
까지 파단되는 것으로 나타났다. Type-2는 설치높이 5∼6m 까지는 만족하나 7m에서 7%, 10m에서 35%까지 감소하며 Type-3은 9m까지 만족하나 10m에서 5% 파단되었다. Type-4
∼5는 10m까지 파단되지 않고 비교적 높은 안전율을 확보 하였다.
Table 3. Geosynthetics fracture ratio of facing slope S2 Height (m)
5.0 6.0 7.0 8.0 9.0 10.0
Geosyn thetics
Type-1 30.0 42.0 50.0 56.0 61.0 65.0
Type-2 -7.0 0.0 7.0 19.0 28.0 35.0
Type-3 -40.0 -25.0 -14.0 -5.0 0.0 5.0 Type-4 -60.0 -42.0 -29.0 -19.0 -11.0 -5.0 Type-5 -70.0 -50.0 -36.0 -25.0 -17.0 -10.0
2.1.3 전면체 기울기 S3
S3의 분석결과 Type-1은 설치높이 5m에서 하단부로부터 20%
파단되며 높이가 높아질수록 점점 감소하여 10m에서 60%까지 파단되는 것으로 나타났다. Type-2는 설치높이 5∼7m까지는 만족하나 8m에서 6%, 10m에서 25%까지 감소하며 Type-3 은 9m까지 만족하나 10m에서 5% 파단되었다. Type-4∼5 의 경우 10m까지 파단되지 않고 높은 안전율을 확보하였다.
Table 4. Geosynthetics fracture ratio of facing slope S3 Height (m)
5.0 6.0 7.0 8.0 9.0 10.0
Geosyn thetics
Type-1 20.0 33.0 43.0 50.0 56.0 60.0
Type-2 -17.0 -6.0 0.0 6.0 17.0 25.0
Type-3 -40.0 -25.0 -14.0 -5.0 0.0 5.0 Type-4 -60.0 -42.0 -29.0 -19.0 -11.0 -5.0 Type-5 -80.0 -58.0 -43.0 -31.0 -22.0 -15.0
2.2 높이별 최적 보강재 조합
보강토옹벽은 높이에 따라 작용하는 토압이 다르게 분포 하기 때문에 단일 인장강도의 보강재만을 사용하는 경우 상 단의 보강재는 매우 비효율적인 보강강도를 가지게 된다.
따라서 토압에 대응하는 위치에 최적의 보강재를 위치시키 는 것이 가장 효율적인 조합이 될 것이다.
높이별 최적 보강재 조합은 2.1장에서 도출된 결과를 토 대로 파단이 발생되는 높이에서 한 단계 높은 보강재를 대 체하는 방법으로 수행하였다.
2.2.1 전면체 기울기 S1
전면체 기울기 S1은 활동 및 전도, 보강재의 파단 및 인발 파괴에 대한 내적안정성을 만족하는 조건하에서 하단으로 갈수록 일정한 비율의 높은 인장강도가 요구되나 기초에 접 하는 최하단부의 경우 5.0∼6.0m는 Type-4, 7.0m 이후 Type-5 의 인장강도로 다소 급격한 변화를 보이며 설치높이 5m에 비해 10m의 경우 상당히 높은 인장강도의 보강재가 요구되 는 것으로 나타났다. 각 기울기의 높이별 최적 보강재 조합 은 Table 5～7, Fig. 5～7과 같다.
Table 6. Layout optimum geotextile combination of facing slope S2 Height (m)
5.0 6.0 7.0 8.0 9.0 10.0
Geosyn thetics
Type-1 5 5 5 5 5 5
Type-2 4 5 5 5 5 5
Type-3 1 3 5 5 5
Type-4 1 1 2 2 4
Type-5 1 1 1 1
Fig. 6. Optimum geotextile combination of facing slope S2 Table 5. Layout optimum geotextile combination of facing slope S1
Height (m)
5.0 6.0 7.0 8.0 9.0 10.0
Geosyn thetics
Type-1 5 5 5 5 5 5
Type-2 4 5 5 5 5 5
Type-3 1 3 5 5 5
Type-4 1 1 2 2 4
Type-5 1 1 1 1
Fig. 5. Optimum geotextile combination of facing slope S1
2.2.2 전면체 기울기 S2
S2의 경우 하단으로 갈수록 일정한 비율의 높은 인장강 도가 요구되나 8.0m까지 Type-1∼Type-3의 보강재 조합으
로도 대체로 만족하는 것으로 나타났다. 설치높이 5m에 비 해 10m의 경우 높은 인장강도의 보강재가 요구되나 비교적 Type-2와 Type-3에 집중된 분포를 보인다.
2.2.3 전면체 기울기 S3
S3에서는 기초에 접하는 최하단부의 경우 8.0∼10.0m에서 는 Type-3∼Type-4의 보강재가 요구되나 7.0m까지 Type-1
∼Type-2의 보강재 조합만으로도 충분히 안전율을 만족하 는 것으로 나타났으며 설치높이 5m에 비해 10m의 경우 높 은 인장강도의 보강재가 요구되나 S2와 유사한 Type-2와 Type-3에 집중된 분포를 보인다.
Table 7. Layout optimum geotextile combination of facing slope S3 Height (m)
5.0 6.0 7.0 8.0 9.0 10.0
Geosyn thetics
Type-1 5 5 5 5 5 5
Type-2 4 5 5 5 5 5
Type-3 1 3 5 5 5
Type-4 1 1 2 2 4
Type-5 1 1 1 1
Fig. 7. Optimum geotextile combination of facing slope S3
2.3 보강길이비(L/H)에 따른 안전율 변화
보강토옹벽의 안정성은 보강토옹벽의 기울기와 높이, 보 강재의 인장강도 및 설치간격, 설치길이에 의해 좌우되며 여기서 보강재의 설치간격은 전면체(블록 등)의 크기에 의 해 이미 결정되어지므로 특정한 기울기에서 안정성은 결국 설치높이와 보강재의 인장강도 및 설치길이에 의해 결정된 다. 따라서 보강토옹벽이 보강길이비(보강재 길이/보강토 설 치높이, L/H)에 따라 안전율은 일정한 패턴을 가지므로 결 국 보강토옹벽 최적 보강길이비는 각 단계별 안전율 변화 분석을 통해 산정할 수 있다.
보강길이비(L/H)는 2.2장에서 도출된 높이별 최적 단면 을 토대로 0.45～0.85(각 단계별 0.05씩 증가)의 범위를 설 정하였으며 해석프로그램은 MSEW와 SLOPE/W를 사용하 여 각각의 활동에 대한 안전율 변화를 분석하였다.
2.3.1 전면체 기울기 S1
S1의 MSEW 해석결과 안전율은 L/H=0.45∼0.85까지 일 정 비율로 비교적 선형적으로 증가하며 동일한 보강길이비 (L/H)에서는 높이가 높을수록 안전율이 더 높은 것으로 나 타났다. H=5.0m는 L/H=0.6 이하, H=10m의 경우 L/H=0.55 이하에서 활동에 대한 안전율을 만족하지 못하며 보강재의 파단, 인발파괴에서는 H=5.0m∼6.0m는 L/H=0.7, H=7.0m
∼8.0m는 L/H=0.65, H=9.0m∼10.0m는 L/H =0.60에서 기 준 안전율을 만족하지 못하였다.
보강길이비(L/H)에 따른 안전율 증가는 H=5.0m의 경우 L/H=0.45에 비해 L/H=0.85에서 205.7% 증가하였으며 H=
10.0m의 경우 L/H=0.45 대비 L/H=0.85에서 219.9% 증가 하였다. 즉 높이가 높아질수록 보강재의 길이 증가에 따른 안전율 증가폭이 크게 나타났다.
Fig. 8. Change in safety factor according to reinforcement length ratio (L/H) of S1 (MSEW)
S1에 대해 SLOPE/W 해석결과 안전율 증가비율은 MSEW 와 동일하게 일정 비율 선형적으로 증가하며 단면 모두 보 강길이비(L/H)에 따른 안전율은 기준안전율에 만족하였다.
동일한 보강길이비(L/H)에서는 MSEW 결과와 마찬가지로 높이가 높을수록 안전율이 더 높아지며 MSEW와 비교하면 L/H=0.55에서는 더 높은 안전율을 보이나 보강길이비(L/H) 높아질수록 차이가 점차 좁아지다 역전되는 것으로 나타났다.
보강길이비(L/H)가 증가할수록 일정한 비율로 증가하나 최소(H=9.0m) 159.9%에서 최대(H=6.0m) 166.2%로 높이에 상관없이 증가폭에는 특별한 경향이 없다.
Fig. 9. Change in safety factor according to reinforcement length ratio (L/H) of S1 (SLOPE/W)
2.3.2 전면체 기울기 S2
전면체 기울기 S2에서 MSEW로 해석한 결과 기울기 S1 과 마찬가지로 안전율은 L/H=0.45∼0.85까지 일정 비율로 비교적 선형적으로 증가하며 동일한 보강길이비(L/H)에서 는 높이가 높을수록 안전율이 더 높은 것으로 나타났다.
H=5.0m는 L/H=0.55 이하, 10m의 경우 L/H=0.50 이하에 서 활동에 대한 안전율을 만족하지 못하며 보강재의 파단, 인발파괴에서는 H=5.0m∼6.0m는 L/H=0.65, H=7.0m∼8.0m 는 L/H=0.60, H=9.0m∼10.0m는 L/H=0.55에서 기준 안전 율을 만족하지 못하였다.
보강길이비(L/H)에 따른 안전율 증가는 H=5.0m의 경우 L/H=0.45에 비해 L/H=0.85에서 233.3% 증가하였으며 H=
10.0m의 경우 L/H=0.45 대비 L/H=0.85에서 251.2% 증가 하였다. 즉 높이가 높아질수록 보강재의 길이 증가에 따른 안전율 증가폭이 크게 나타났다.
Fig. 10. Change in safety factor according to reinforcement length ratio (L/H) of S2 (MSEW)
SLOPE/W 해석결과 증가비율은 MSEW와 동일하게 일 정 비율 선형적으로 증가하며 H=10.0m를 제외하면 보강길
Fig. 12. Change in safety factor according to reinforcement length ratio (L/H) of S2 (MSEW)
Table 8. Length/Height (L/H) for optimal design of geosynthetics Facing
slope
Height (m)
Length/Height (L/H)
Geosynthetics length (m)
S1 (1:0.05)
5.0 0.70 3.5
6.0 0.70 4.2
7.0 0.65 4.6
8.0 0.65 5.2
9.0 0.65 5.9
10.0 0.65 6.5
S2 (1:0.2)
5.0 0.65 3.3
6.0 0.65 3.9
7.0 0.60 4.2
8.0 0.60 4.8
9.0 0.55 5.0
10.0 0.55 5.5
S3 (1:0.3)
5.0 0.60 3.0
6.0 0.60 3.6
7.0 0.55 3.9
8.0 0.55 4.4
9.0 0.55 5.0
10.0 0.55 5.5
이비(L/H)에 따른 안전율은 기준안전율에 모두 만족하였다.
동일한 보강길이비(L/H)에서 MSEW 달리 높이가 증가할수 록 안전율은 소폭으로 감소하여 높이가 낮아질수록 더 높은 안전율을 확보하는 것으로 나타났다.
보강길이비(L/H)가 증가할수록 안전율은 일정한 비율로 증가하나 높이에 따른 안전율 증가는 최소(H=7.0m) 155.2%
에서 최대(H=5.0m) 164.0%로 MSEW의 결과와 달리 높이 에 상관없이 증가폭에는 특별한 경향이 없다.
Fig. 11. Change in safety factor according to reinforcement length ratio (L/H) of S1 (SLOPE/W)
2.3.3 전면체 기울기 S3
기울기 S3에서 MSEW 해석결과 안전율은 L/H=0.45∼
0.85까지 비교적 가파르게 상승한다. 즉 전면체의 기울기가 S1→S2→S3로 갈수록 안전율이 급격히 상승하는 것을 알 수 있다. H=5.0m는 L/H=0.55 이하 그 외 단면은 점점 감소 하여 L/H=0.50 이하에서 모두 활동에 대한 안전율을 만족 하지 못하였으며 보강재의 파단, 인발파괴에서는 H=5.0m
∼6.0m는 L/H=0.60, H=7.0m∼10.0m는 L/H= 0.55에서 기 준 안전율을 만족하지 못하였다.
보강길이비(L/H)에 따른 안전율 증가는 H=5.0m의 경우 L/H=0.45 대비 L/H=0.85에서 253.7% 증가되며 H=10.0m
의 경우 274.3% 증가하는 것으로 나타났다. 안전율 증가는 높이가 높을수록 증가하나 보강길이비(L/H) 변화에 따른 증 가폭은 거의 동일하다.
SLOPE/W로 해석한 결과 안전율 증가비율은 일정 비율 선형적으로 증가하며 L/H=0.5 이상에서는 기준안전율에 만 족하였다. 동일한 보강길이비(L/H)에서는 MSEW 달리 높이 가 높아질수록 안전율은 소폭으로 감소하여 낮은 높이에서 더 높은 안정성을 확보하였다. 보강길이비(L/H)에 따른 안 전율 증가는 보강길이비(L/H)가 증가할수록 일정한 비율로 증가하나 높이에 따른 안전율 증가는 최소(H=9.0m) 156.3%
에서 최대(H=6.0m) 163.87%로 증가하였다.
Fig. 13. Change in safety factor according to reinforcement length ratio (L/H) of S1 (SLOPE/W)
해석결과를 토대로 활동, 전도 및 보강재의 파단, 인발파 괴의 기준 안전율을 모두 만족하는 조건에서 기울기(S)별 최 적 보강길이비(L/H)를 정리하면 Table 8과 같다.
Fig. 15. Strain-tensile strength curve by type of geogrids (Han et al., 2012)
2.4 다단식 보강토옹벽의 최적 설계
일반적으로 일체형 보강토옹벽은 견고한 기초에서 10m 정도가 적정 설치높이로 평가되고 있으며 이를 초과하면 다 단으로 설계하는 것이 합리적인 것으로 알려져 있다.
본 연구에서는 이러한 다단식 보강토옹벽의 보강길이비 (L/H)에 따른 안전율 변화와 보강재의 재질에 따른 강도감 소와 안전율 차이를 통해 최적 설치길이를 산정하고 최적 설계값을 제시하였다. 다단식 보강토옹벽은 전면체의 기울 기가 1:0.05에 대해 하단 옹벽의 높이(
)는 5.0m, 상단 옹 벽의 높이(
)은 각각 1.0m∼5.0m로 최대 10.0m(
+
) 까지 단계별로 수행하였다.Fig. 14. Section and condition of superimposed wall
2.4.1 보강재 재질에 따른 특성
지오그리드는 제조방식 및 형태에 따라 크게 ‘일체형 지 오그리드’와 ‘결합형 지오그리드’로 구분하고 있다. 여기서
‘일체형 지오그리드’는 폴리에틸렌(Polyethylene, PE)이나 폴리프로필렌(Polypropylene, PP) 등의 고분자 폴리머를 판 상으로 압출시켜 격자형태로 구멍을 내고 1방향 또는 직교 하는 2방향으로 연신(Extruded)하여 제조하며 고밀도 폴리 에틸렌(HDPE: High Density Polyethylene)으로 제작되는 지 오그리드는 통상 1축으로 연신하여 격자 구멍이 긴 타원의 형태를 가지는 일방향 지오그리드로 제작된다(Koerner, 2005).
‘결합형 지오그리드’는 대부분 폴리에스터(Polyester, PET) 원사를 직조(Knitted)하여 PVC 등의 수지로 코팅하는 방식 으로 제작된다. 지오그리드의 품질기준은 FHWA 및 ‘건설 공사 비탈면 설계기준(2013)’에서 5% 변형률에서의 인장강 도 값보다 작은 값을 적용할 것을 제시하고 있다.
Fig. 15는 여러 형태의 지오그리드에 대한 광폭인장강도 시험 결과 중 ‘결합형 지오그리드(PET+PVC코팅)’와 ‘일체 형 지오그리드(HDPE)’에 대해 연구된 인장변형률-인장강 도 관계곡선이다(Han et al., 2012).
Fig. 15의 연구결과를 분석해보면 Type B의 경우 소폭의
강도 증가에 2∼6% 정도 인장변형률이 발생되는 것으로 보 이며 5% 변형률에서의 인장강도 값보다 작은 값을 적용하 면 ‘결합형 지오그리드(PET+PVC코팅)’는 ‘일체형 지그리 드(HDPE)’의 50% 수준에 미치지 못하는 것으로 분석된다.
본 장에서는 다단식옹벽의 안전율 변화와 지오그리드 재질 에 따라 인장변형률이 5% 이내에서의 강도비를 적용하여 어떠한 차이를 나타내는지 고찰하였다.
2.4.2 다단식 보강토옹벽의 설계기준 고찰
FHWA 설계기준의 경우 상･하단 옹벽의 이격거리(소단) 를 토대로 외적안정성을 만족하는 보강재 길이를 다음과 같 은 기준으로 보강재 길이 및 파괴면을 결정한 후, 보강재의 정착 길이를 산정하는 것으로 제안하고 있다.
Table 9. Design of superimposed MSE wall (FHWA, 1997)
Stability analysis of superimposed walls
① D >
tan Not considered superimposed and are independently designed
② D ≤
It is assumed that the failure surface does not fundamentally change and it is simply adjusted laterally by the offset distance D.
The walls should be designed as a single wall with a hight H.
③ D >
Upper wall :
≥
Lower wall :
≥
where
FHWA 기준을 살펴보면 ①의 경우 하단옹벽의 높이(
) 가 5.0m일 경우 상단옹벽과의 이격거리(D) = 5.0m × tan (90°-30°) = 8.66m 이상일 때 서로 영향을 주지 않는 것으 로 간주하며, ②에서와 같이 상단의 높이(
)를 5.0m, 하단 의 높이(
)를 5.0m를 기준하였을 때 D=0.5m 이하는 단일 옹벽으로 간주하며 D=5.0m 이상일 경우 ③의 기준을 적용 하는 것으로 제안했다.NCMA에서는 상･하단 옹벽 전면벽 간의 수평이격거리 에 따라 하단옹벽은 내적안정성, 상단은 외적안정성을 검토 하도록 제안하고 있다.
Fig. 17. Change in safety factor according to reinforcement length ratio (L/H) of superimposed wall
Fig. 16. Calculation overburden load of superimposed wall (NCMA, 1998)
여기서, J : 상･하단 옹벽 전면벽 간의 수평이격거리 L : 보강재의 길이 ＋ 블록 폭
주) : H1 > H2 여기서, H1, H2 : 지상노출높이
tan
(1)S = 소단사면 기울기[예 1:3 → S=3, S=500(소단이 수평 인 경우)]
FHWA 및 NCMA 기준을 고찰해 보면 이격거리(소단)가 50cm(
=5.0m) 이하일 경우 단일옹벽, 그 이상일 경우 다 단식 옹벽이라 정의되며 두 기준 모두 상･하단 옹벽은 서로 영향을 주지 않는 범위는 실제 상단 옹벽의 위치가 하단 옹 벽의 보강재 포설길이 외부에 있어야 하는 것을 알 수 있다.2.4.3 일체형 지오그리드를 사용한 다단식옹벽
‘일체형 지오그리드(HDPE)’를 사용한 다단식 옹벽의 설 치높이(H)와 보강길이비(L/H)에 따른 안전율 변화를 검토 한 결과 안전율은 L/H=0.45∼0.75까지 일정 비율로 비교적 선형적으로 증가하며 동일한 보강길이비(L/H)에서는 높이 가 높을수록 안전율이 더 높은 것으로 나타났다.
H=6.0m는 L/H=0.55 이하, H=10m의 경우 L/H=0.50 이 하에서 활동에 대한 안전율을 만족하지 못하며 보강재의 파 단, 인발파괴에서는 H=6.0m는 L/H=0.70, H=7.0m∼10.0m 는 L/H=0.65 이하에서 기준 안전율을 만족하지 못하였다.
동일한 조건에서 하단 옹벽(H=5.0m)에서 D=1.0m를 이 격한 다단식 옹벽의 경우 일체형 보강토보다 활동에 대한
안전율이 H=6.0m에서 23%, H=10.0m에서 13% 정도 상승 하는 것으로 나타났다. 보강길이비(L/H)에 따른 안전율은 H=6.0m의 경우 L/H=0.45에 비해 L/H=0.75에서 170.6% 증 가하였으며 H=10.0m의 경우 L/H=0.45 대비 L/H=0.85에서 174.5%로 높이별 증가 폭이 유사한 경향을 보인다.
Table 10. Safety factor according to Length/Height ratio (L/H) Height (m)
6.0 7.0 8.0 9.0 10.0
Length/
Height ratio (L/H)
0.45 1.168 1.188 1.177 1.208 1.207 0.50 1.305 1.310 1.323 1.339 1.356 0.55 1.443 1.472 1.468 1.503 1.506 0.60 1.581 1.593 1.613 1.634 1.656 0.65 1.718 1.775 1.758 1.799 1.806 0.70 1.856 1.877 1.903 1.930 1.956 0.75 1.993 2.039 2.048 2.094 2.106
활동, 전도 및 보강재의 파단, 인발파괴의 기준 안전율을 모두 만족하는 조건에서 최적 보강길이비(L/H)를 정리하면 아래 Table 11과 같다.
Table 11. Length/Height (L/H) for optimal design of superimposed wall
Height (m) Length/Height ratio (L/H) Length (m)
S1 (1:0.05)
6.0 0.70 4.2
7.0 0.65 4.6
8.0 0.65 5.2
9.0 0.65 5.9
10.0 0.65 6.5
2.4.4 결합형 지오그리드를 사용한 다단식옹벽
‘결합형 지오그리드(PET+PVC코팅)’는 Fig. 15에서 나타 났듯이 재료의 특성상 높은 신장률을 가지고 있으며 PET를
HDPE Geogrid PET Geogrid Remarks
Type-1 ⁃⁃⁃⁃⁃ Type-1 ⁃⁃
Type-2 ⁃⁃⁃⁃⁃ Type-2 ⁃⁃⁃
Type-3 ⁃ Type-3 ⁃⁃⁃
Type-4 ⁃ Type-4 ⁃⁃⁃
Type-5 Type-5 ⁃
790kN/m 1,180kN/m 149%
Fig. 19. Optimum geogrid combination (H=6.0m, L=4.2m)
HDPE Geogrid PET Geogrid Remarks
Type-1 ⁃⁃⁃⁃⁃ Type-1 ⁃⁃⁃
Type-2 ⁃⁃⁃⁃⁃ Type-2 ⁃
Type-3 ⁃⁃ Type-3 ⁃⁃⁃⁃
Type-4 Type-4 ⁃⁃⁃
Type-5 ⁃ Type-5 ⁃⁃⁃
1,020kN/m 1,520kN/m 149%
Fig. 20. Optimum geogrid combination (H=7.0m, L=4.6m)
HDPE Geogrid PET Geogrid Remarks
Type-1 ⁃⁃⁃⁃⁃ Type-1 ⁃⁃⁃
Type-2 ⁃⁃⁃⁃⁃ Type-2 ⁃⁃⁃
Type-3 ⁃⁃⁃⁃⁃ Type-3 ⁃
Type-4 Type-4 ⁃⁃⁃⁃
Type-5 ⁃ Type-5 ⁃⁃⁃⁃⁃
1,220kN/m 1,840kN/m 151%
Fig. 21. Optimum geogrid combination (H=8.0m, L=5.2m)
HDPE Geogrid PET Geogrid Remarks
Type-1 ⁃⁃⁃⁃⁃ Type-1 ⁃⁃
Type-2 ⁃⁃⁃⁃⁃ Type-2 ⁃⁃⁃⁃
Type-3 ⁃⁃⁃⁃⁃ Type-3
Type-4 ⁃⁃ Type-4 ⁃⁃⁃⁃
Type-5 ⁃ Type-5 ⁃⁃⁃⁃⁃⁃⁃
1,500kN/m 2,280kN/m 152%
Fig. 22. Optimum geogrid combination (H=9.0m, L=5.9m)
사용한 대부분의 ‘결합형 지오그리드’가 유사한 인장변형률-인장강도를 나타낼 것으로 판단되어 5% 변형률에서의 인 장강도 값을 50% 수준에서 적용하였을 때 어떠한 결과가 나 타나는지 알아보았다.
그 결과 Fig. 18과 같이 활동 및 전도, 인발에 대한 안전 율은 일체형 보강토와 동일하나 보강재의 파단에 대한 안정 성이 확보되지 않는 것으로 나타났으며 각 높이별 파단율은 83.3%∼90.0%로 높이가 높아질수록 상승하는 것으로 나타 났다.
Fig. 18. Geosynthetics fracture ratio of PET geogrid
2.4.5 결합형 지오그리드의 다단식옹벽 최적 설계 2.4.4장에서 도출된 결과를 토대로 ‘결합형 지오그리드’
를 사용할 경우 안정성을 만족하는 최적 설계는 ‘일체형 지 오그리드’와 비교･분석을 통해 산정하였으며 각 높이별 결 과는 Fig. 19～23과 같다.
전체 인장강도는 ‘일체형 지오그리드’에 비해 149%∼152%
(평균 150%) 더 필요한 것으로 나타났다. 결국 5% 이상의 변형률에서 발휘되는 인장강도는 구조물 변위를 허용한다
HDPE Geogrid PET Geogrid Remarks
Type-1 ⁃⁃⁃⁃⁃ Type-1 ⁃⁃
Type-2 ⁃⁃⁃⁃⁃ Type-2 ⁃⁃⁃⁃
Type-3 ⁃⁃⁃⁃⁃ Type-3 ⁃⁃⁃
Type-4 ⁃⁃⁃⁃ Type-4 ⁃
Type-5 ⁃ Type-5 ⁃⁃⁃⁃⁃
⁃⁃⁃⁃⁃
1,780kN/m 2,500kN/m 152%
Fig. 23. Optimum geogrid combination (H=10.0m, L=6.2m)
는 조건하에서는 수용 가능하나 실제 보강토는 수평변위에 민감한 구조물로 연신율이 높은 지오그리드를 사용할 경우 더 높은 인장강도가 요구되는 것으로 나타났다.
3. 결 론
다양한 조건을 고려한 보강토옹벽(MSE)의 최적 설계에 대해서 단일 강도의 보강재를 사용한 보강토옹벽의 파단 및 인발파괴, 최적 보강재 조합에 대해 알아보았으며 보강길이 비(L/H)에 따른 안전율 변화를 관찰하여 최적 설계에 대해 고찰하였다. 또한 동일한 조건에서 다단식 보강토옹벽 및 보강재 재질에 따른 안정성, 최적 설계에 대해서도 알아본 결과 다음과 같은 결론을 얻었다.
(1) 보강길이비(L/H)에 따른 안전율 변화에서 높이가 높아 질수록 안전율 증가폭이 크며 동일한 보강길이비에서 는 높이가 높아질수록 안전율이 더 증가하였다. 즉 보 강토의 안정성 측면에서 설치높이보다 보강재 길이가 짧을 경우 더 불안정한 결과를 가져오게 된다.
(2) 활동, 전도 및 보강재의 파단, 인발파괴의 안전율을 만족 하는 조건에서 기울기 및 높이별 최적 보강길이비(L/H) 를 요약하면 S1은 H=5.0m(L/H=0.70)∼H=10.0m(L/H=
0.65), S2는 H=5.0m(L/H=0.65)∼H=10.0m(L/H=0.55), S3 은 H=5.0m(L/H=0.60)∼H=10.0m(L/H=0.55)로 산정되 었다.
(3) 다단식 옹벽의 경우 일체형 보강토보다 활동에 대한 안 전율이 H=6.0m에서 23%, H=10.0m에서 13% 정도 상승 하는 것으로 나타났으며 ‘결합형 지오그리드’를 사용할 경우 전체인장강도는 ‘일체형 지오그리드’에 비해 149%
∼152%(평균 150%) 더 필요한 것으로 나타났다. 따라 서 보강토옹벽이 수평변위에 민감한 구조물로 ‘결합형 지오그리드’와 같이 연신율이 높은 지오그리드를 사용 할 경우 장기설계인장강도에 대해 충분한 고려가 있어 야 할 것으로 판단된다.
감사의 글
이 논문은 2014년 8월 창원대학교 박사학위 논문(안우 종, 2014)에서 발췌하였습니다.
References
